聚能戰斗部對雙層靶板結構毀傷的數值模擬研究

程素秋，陳高杰，趙紅光

中國人民解放軍91439 部隊，遼寧大連116041

0 引 言

在現代兵器中，常規爆破型戰斗部正向聚能戰斗部和定向爆破戰斗部發展。對于多功能聚能戰斗部和串聯聚能戰斗部等高效毀傷戰斗部的研究，已成為各國研究的重點。目前，國外新一代高效毀傷反艦、反潛戰斗部就采用了動能侵徹、聚能破甲和爆破等復合毀傷技術，新型聚能裝藥結構的破甲穿深可達16 倍口徑。王團盟和向春［1］對魚雷聚能戰斗部侵徹潛艇結構模擬靶進行了數值模擬；楊莉、張慶明等［2］對爆炸成型模擬鋼彈丸侵徹水介質進行了數值計算；凌榮輝、胡功笠等［3-4］利用實驗手段研究了聚能戰斗部的爆轟性能及破甲能力；胡功笠等［5］對復合式魚雷戰斗部的威力進行了試驗研究。本文基于LS-DYNA 軟件的ALE算法，將對聚能戰斗部對結構的毀傷過程進行數值仿真，利用實爆試驗測量的穿孔大小及侵徹深度對數值模擬進行驗證，提出一種利用相對侵徹深度來評估聚能戰斗部毀傷效果的方法，以為設計新型聚能戰斗部提供參考。

1 計算模型

計算模型采用LS-DYNA 軟件的多物質ALE算法模擬聚能戰斗部的侵徹過程。模型從前至后依次為聚能戰斗部、非耐壓殼模擬靶、水以及耐壓殼模擬靶等。由于結構和爆炸作用載荷的對稱性，取1/4 結構建立三維計算模型。藥型罩分別選用半球形罩和錐形罩，炸藥起爆方式為單點中心起爆［6］。

模型各部分均采用SOLID164 實體單元類型，炸藥、藥型罩、空氣和水劃分為Euler 單元，藥型罩、戰斗部中軸線和射流區域的網格密度大于其他部分的網格密度，如圖1 所示。靶板采用La?grange 單元和單點積分算法。 用關鍵字*ALE_MULTI-MATERIAL_GROUP 定 義ALE 多 物質間的相互作用。在Euler 單元和Lagrange 單元之間使用關鍵字 *CONSTRAINED_LA?GRANGE_IN_SOLID 定義流固耦合。Lagrange 單元采用von Mises 屈服準則，空氣和水介質設定為無反射邊界，防止邊界應力波反射。

圖1 計算模型Fig.1 Computational model

在分析中，炸藥采用高能炸藥燃燒及增長材料模型和Jones-Wilkins-Lee（JWL）狀態方程；藥型罩采用Steinberg 材料模型和Gruneisen 狀態方程；空氣采用空白材料模型（*MAT_NULL）和線性多項式狀態方程；水選用空白材料模型和Grunei?sen 狀態方程；潛艇非耐壓殼、耐壓殼模擬靶采用塑性隨動強化材料模型。

Mie-Gruneisen 方程

式中：ρ0為初始密度；ρ 為狀態變化后密度；η=(1-ρ0)/ρ；P 為壓力；e 為比內能（以上各參數的單位均為國際單位制）；C0，s 為材料參數；Γ0為Gruneisen 參數。

2 仿真結果與分析

戰斗部藥形罩的形狀和爆炸后形成的彈丸運動速度是影響戰斗部毀傷能力的重要參數。藥形罩的形狀決定穿孔直徑，速度決定穿深。

2.1 戰斗部對雙層靶板結構的毀傷過程

聚能戰斗部裝藥爆轟后會推動半球形藥型罩形成射流彈丸，在約150 μs 時射流頭部達到最大速度3 236.3 m/s；約350 μs 時，開始擊穿潛艇非耐壓殼結構模擬靶。隨后，進入水介質裝甲，射流頭部出現削平的現象，速度不斷減小。在約850 μs時，又開始增大，這是由于射流頭部速度減小的同時為后面的射流開辟了通道，從而使后面的射流追趕上頭部，速度產生再次增大的現象。在約900 μs 時，射流再次到達2 240 m/s 的最大速度，進入第二次衰減期；約960 μs 時，射流出現拉斷現象；在約1 100 μs 時，速度再次衰減到最小，后部的射流再次追趕上頭部使速度再次增大；約1 300 μs 時，速度第3 次達到1 900 m/s 的最大速度；約1360 μs 時，開始擊穿潛艇耐壓殼結構模擬靶；約1 480 μs 時，完成對潛艇耐壓殼結構模擬靶的擊穿。聚能戰斗部射流彈丸對結構的毀傷過程如圖2 所示。

圖2 聚能戰斗部射流彈丸對結構的毀傷過程Fig.2 Damage process of structure subjected by shaped charge warhead

2.2 戰斗部侵徹速度衰減規律

不同藥形罩的侵徹速度在水中的衰減規律是不同的。半球形藥形罩的侵徹速度衰減平緩而平滑，錐形藥形罩的射流速度衰減急速，如圖3 和圖4 所示。

圖3 半球形藥形罩侵徹速度隨時間衰減曲線Fig.3 Penetration velocity history of half ball

圖4 錐形藥形罩射流速度隨時間衰減曲線Fig.4 Penetration velocity history of cone-shaped

由圖3 和圖4 可見，半球形藥形罩的侵徹速度要小于錐形藥形罩的射流速度，但速度衰減慢，這一結果與文獻［2］中的結論相符。

圖5 所示為半球形藥形罩戰斗部計算模型中多點侵徹速度曲線。由圖可見，侵徹速度均呈指數衰減，這一結果和文獻［3-5］的結論相符。

3 試驗結果與分析

3.1 試驗方法

試驗模型結構尺寸與計算模型相同，非耐壓殼靶板采用10 mm 厚的鋼板代替，耐壓殼靶板采用30 mm 厚的鋼板代替。藥形罩分別為半球形和錐形，耐壓殼靶板后設置多層10 mm 厚的鋼板做后效靶，試驗時，將整個模型吊放入水中，如圖6所示。

試驗時，測量自由場壓力、射流速度和應變，試驗后，將模型吊到岸基上測量破口。自由場壓力傳感器布放在支架上，應變傳感器分別布設在非耐壓殼、耐壓殼和后效靶上。射流速度采用通斷型網格測量，當射流穿過網格線時，網格斷裂，記錄斷裂時間（圖7）。

圖7 射流速度測量示意圖Fig.7 Schematic drawing of jet velocity measurement

3.2 試驗結果

戰斗部起爆后，分別在穿透兩層鋼板后又穿過了多層后效靶，其毀傷效果如圖8 和圖9 所示。此外，對于相同裝藥量、僅藥形罩形狀不同的戰斗部而言，半球形藥形罩的穿深和穿孔直徑要大于錐形藥形罩。這一結果與文獻［7-8］中的研究結論相符。

圖8 戰斗部穿透第1 層靶板毀傷效果對比圖Fig.8 Test and simulated results of damage effect penetrating on the first target plate

圖9 戰斗部穿透第2 層靶板毀傷效果對比圖Fig.9 Test and simulated results of damage effect penetrating on the second target plate

試驗完成后，兩層靶板的實際破孔直徑分別為17.6 cm 和12.3 cm。而數值模擬的非耐壓殼板的破孔直徑為15.98 cm，耐壓殼板的破孔直徑為11.32 cm，計算誤差分別為9%和8%。因此，數值仿真算法合理，結果可信。

4 聚能戰斗部對靶板結構的毀傷評估

國外一般采用數值模擬與實船試驗相結合的方法手段來對艦艇結構生命力進行評估［8］。現行軍標明確定義了以耐壓殼體的塑性變形作為劃分損傷等級的標準，但仍然存在較大缺陷。聚能戰斗部對結構的毀傷效果與其攻擊的潛艇結構特性密切相關，不同潛艇的結構不同，材料不同，殼體的厚度也不同，戰斗部的打擊部位不同，對于潛艇的毀傷效果差異較大［9-10］。

下面只選取耐壓殼體為研究目標，戰斗部對雙層靶板結構的毀傷評估是通過其對耐壓殼體的相對侵徹深度參數來表征，相對侵徹深度定義為

式中：dm為聚能戰斗部的射流侵徹深度；d0為耐壓殼體板厚。

靶板結構毀傷等級是根據戰斗部在其耐壓殼體中的穿深而定義的。若完全穿透（＞1），則視為嚴重毀傷；若≤0.2，結構破損較小，則視為基本完好。聚能戰斗部相對侵徹深度與靶板結構毀傷等級之間定義的相互關系如表1 所示。

表1 相對侵徹深度與結構毀傷等級Tab.1 Relative penetration depth vs.structure damage grade

實爆試驗后，半球形藥形罩在穿透耐壓殼板后，又穿透了9 層后效靶板，射流距離為39.5 cm，≈1.3，根據表1 中對結構毀傷等級的劃分，戰斗部的毀傷等級為一級，結構嚴重毀傷?？梢姡剑?）和表1 中對戰斗部和結構的毀傷等級定義與試驗結果較為符合，可以在一般工程中應用。

當然，在評估某一具體聚能戰斗部的毀傷能力時，dm主要以數值計算值為主，如條件具備，可通過實爆試驗驗證后獲得。

5 結 論

本文通過試驗與數值模擬方法，對不同結構聚能戰斗部的毀傷目標效果進行了研究，得到如下結論：

1）LS-DYNA 軟件的ALE 算法能夠完成聚能戰斗部對結構毀傷過程的數值模擬。

2）由數值模擬得到的射流速度、破孔形狀及侵徹深度等參數，能夠為聚能戰斗部對結構的毀傷評估提供數據支持。

3）半球形藥型罩的射流速度雖然小于錐形藥型罩的，但其侵徹直徑要大于錐形藥型罩的，在水中的侵徹速度衰減較慢，有利于提高侵徹深度，對結構的毀傷效果較好。

4）利用相對侵徹深度評估聚能戰斗部對靶板結構的毀傷在工程上是可行的，其計算結果與實爆試驗基本相符。

［1］王團盟，向春.魚雷聚能戰斗部EFP 侵徹潛艇結構模擬靶數值模擬［J］.魚雷技術，2008，16（1）：44-47.WANG Tuanmeng，XIANG Chun. Numerical simula?tion of penetrating simulant targets of submarine struc?ture by explosively-formed projectile of torpedo shaped charge warhead［J］.Torpedo Technology，2008，16（1）：44-47.

［2］楊莉，張慶明，時黨勇. 爆炸成型模擬彈丸對水介質侵徹的數值仿真［J］.彈箭與制導學報，2009，29（2）：117-119.YANG Li，ZHANG Qingming，SHI Dangyong. Numeri?cal simulation for the penetration of explosively formed projectile into water［J］. Journal of Projectiles Rockets Missiles and Guidance，2009，29（2）：117-119.

［3］凌榮輝，錢立新，唐平，等.聚能型魚雷戰斗部對潛艇目標毀傷研究［J］.彈道學報，2001，13（2）：23-26.LING Ronghui，QIAN Lixin，TANG Ping，et al. Target damage study of shaped charge warhead of antisubma?rine torpedo［J］. Journal of Ballistics，2001，13（2）：23-26.

［4］胡功笠，劉榮忠，李斌. 復合式魚雷戰斗部威力試驗研究［J］.南京理工大學學報，2005，29（1）：6-8.HU Gongli，LIU Rongzhong，LI Bin. Power experi?ments on compound torpedo warhead assembly［J］.Journal of Nanjing University of Science and Technolo?gy，2005，29（1）：6-8.

［5］李倫，許建，黃國兵. 外壓作用下帶初撓度加筋圓柱殼極限載荷及變形研究［J］. 中國艦船研究，2011，6（6）：13-16.LI Lun，XU Jian，HUANG Guobing. Ultimate load and instability shape of the stiffened cylindrical shell with initial deflection under exterior pressure［J］. Chinese Journal of Ship Research，2011，6（6）：13-16.

［6］陳高杰，程素秋.聚能戰斗部侵徹水介質裝甲仿真試驗［J］.兵工自動化，2012，31（6）：90-92.CHEN Gaojie，CHENG Suqiu. Simulation test of shaped charge warhead on penetration water medium armor［J］. Ordnance Industry Automation，2012，31（6）：90-92.

［7］戴君全，葉本治，馮民賢，等.射彈在水介質中的運動規律的測試研究［J］. 測試技術學報，1995，9（1）：33-39.DAI Junquan，YE Benzhi，FENG Minxian. Study and tests on the movment of project in water medium［J］.Journal of Test and Measurement Technique，1995，9（1）：33-39.

［8］樊寶順，程素秋，韓峰. 艦船艙段模型在水下爆炸作用下的壁壓分析［J］. 中國艦船研究，2009，4（5）：20-22.FAN Baoshun，CHENG Suqiu，HAN Feng. Wall pres?sure analysis of cabin model subjected to underwater explosion［J］. Chinese Journal of Ship Research，2009，4（5）：20-22.

［9］張振華，朱錫，馮剛. 潛艇艇體結構生命力評估體系研究［J］.船舶工程，2004，26（5）：38-41.ZHANG Zhenhua，ZHU Xi，FENG Gang. Research on evaluation system of submarine structure's vitality［J］.Ship Engneering，2004，26（5）：38-41.

［10］黃波，卜廣志. 魚雷攻擊潛艇的毀傷效果評估模型研究［J］.艦船科學技術，2006，28（1）：74-77，91.HUANG Bo，BU Guangzhi. A study on the evaluation model of torpedo damage to the submarine［J］. Ship Science and Technology，2006，28（1）：74-77，91.